CC BY
49
<33 и длиной 14. С одной стороны прижимного центра 7 выполнено резьбовое отверстие, предназначенное для крепления ручки 11 к прижимному центру 7 болтом. С другой стороны прижимного центра 7 выполнено заострение на угол 60о, служащее для упора в центровое отверстие обрабатываемой детали 4. На прижимном центре 7 также выполнена канавка диаметром <34 и длиной 15, расположенная на расстоянии 16 от заостренной стороны, в которую установлено кольцо 10, предназначенное для прижима центра к детали пружиной 8, предварительно установленной на прижимном центре 7 между направляющей 6 и кольцом 10 к обрабатываемой детали 4. Ручка 11 представляет собой прямоугольный корпус длиной 17, высотой а4 и шириной Ь4, в середине которого выполнено резьбовое отверстие для крепления её болтом к прижимному центру 7.
Библиографический список
1. Пат. 147616 РФ, МПК Б24Б27/00. Приспособление для наружного шлифования / Васильев Е. В., Попов А. Ю., Назаров П. В., Бугай И. А., Сергеев В. А. ; заявитель и патентообладатель федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Омский государственный технический университет». - № 2014115370/02 ; заявл. 16.04.2014 ; опубл. 10.11.2014, Бюл. № 31. - 2 с.
2. Пат. 62553 РФ, МПК Б24Б27/04. Приспособление для наружного шлифования изделия / Васильев Е. В., Попов А. Ю., Балмасова Е. А. ; заявитель и патентообладатель федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего профессионального образования «Омский государственный технический университет». — № 2006130631/22 ; заявл. 24.08.2006 ; опубл. 10.11.2014, Бюл. № 12. — 2 с.
3. Назаров, П. В. Модернизация специального станка, предназначенного для шлифования передней поверхности и стружечной канавки протяжки / П. В. Назаров, Е. В. Васильев,
B. А. Сергеев, М. В. Васильева / Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технологии. — 2015. — № 3 (143). —
C. 175 — 176.
4. Назаров, П. В. Разработка конструкции специального приспособления для фасонной правки шлифовального круга / П. В. Назаров, Е. В. Васильев, А. Ю. Попов // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технологии. — 2015. — № 2 (140). — С. 114 — 117.
НАЗАРОВ Павел Владиславович, ассистент кафедры «Металлорежущие станки и инструменты». ВАСИЛЬЕВ Евгений Владимирович, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Металлорежущие станки и инструменты». ЧЕРНЫХ Иван Константинович, студент гр. КТО-133 машиностроительного института. ВАСИЛЬЕВА Мария Владимировна, магистрант гр. КТОм-151 факультета элитного образования и магистратуры.
АДАНИЦКАЯ Анастасия Сергеевна, студентка гр. КТО-121 машиностроительного института. Адрес для переписки: nazaroffpave1@mai1.ru
Статья поступила в редакцию 29.12.2015 г. © П. В. Назаров, Е. В. Васильев, И. К. Черных, М. В. Васильева, А. С. Аданицкая
УДК 62-18238 Д. а. СКРИПНИЧЕНКО
Омский автобронетанковый инженерный институт
ПРЕДЕЛЬНЫЕ СКОРОСТИ ДВИЖЕНИЯ МНОГОЦЕЛЕВОЙ ГУСЕНИЧНОЙ ПЛАТФОРМЫ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ХАРАКТЕРИСТИК ДОРОЖНОГО ПОЛОТНА
Сформулированы и решены несколько прикладных задач по определению предельных режимов движения многоцелевых гусеничных платформ в условиях полевых дорог и бездорожья; результаты следует учитывать при разработке наставлений и инструкций по безопасной и надежной эксплуатации этих машин.
Ключевые слова: многоцелевая гусеничная платформа, предельные режимы движения, пробой подвески.
Одним из требований, предъявляемых к совре- и механизмах подвески, с установлением связей ди-
менным гусеничным платформам, является повыше- намических явлений и условий движения. ние их мобильности за счет быстрого перемещения В настоящее время повышение скорости дви-
по дорогам, естественным трассам и пересечен- жения платформ по дорогам и пересеченной мест-
I ной местности. Совершенствование ходовой части ности привело к созданию новых сложных систем
на стадии её проектирования связано с составле- подвесок гусеничных машин военного назначения,
нием математических моделей, описывающих дина- на базе шасси этих гусеничных машин для нужд на-
мические процессы, протекающие в конструкции родного хозяйства создан целый класс многоцеле-
вых гусеничных платформ различного назначения: траншейный роторный комплекс, бульдозер, мосто-укладчик, эвакуатор, кран, топливозаправщик, вездеход и др. Машины различаются массогабаритными и инерционными характеристиками. Это определяет их мобильность при прямом и косвенном применении. Соответственно, эксплуатация таких машин в условиях бездорожья или передвижения по полевым дорогам [1] во многом будет определяться возможностями подвески.
Динамические процессы, вызываемые внешними силами вплоть до ударного соприкосновения балансира катка с упором (пробой подвески), определяют нагруженность деталей и связей, механизмов платформы, навесного оборудования и оказывают решающее влияние на ресурс платформы, плавность её хода, воздействие на персонал, его здоровье и работоспособность. Режим движения с пробоем подвески является предельным и в условиях нормальной эксплуатации гусеничной платформы недопустим.
Ясно, что пробой подвески наступает после того, когда ее способность к поглощению энергии колебаний выбирается полностью, что, с одной стороны, определяется предельным уровнем потенциальной энергии, воспринимаемой подвеской, а с другой — уровнем кинетической энергии подрессоренной массы, определяемой и зависимой как от величины массы, так и от параметров геометрии дорожного полотна и скорости движения платформы.
Для определения предельных режимов движения гусеничной платформы поставим и решим несколько прикладных задач динамики движения гусеничной платформы по регулярному профилю, имея в виду движение ее центра масс, т.к. влияние распределения подрессоренной массы, характерной для машины конкретного исполнения, способного вызывать пробой узлов подвески, представляет собой отдельную задачу.
При моделировании движения платформы с целью определения предельной скорости её движения вполне достаточно рассмотреть плоское движение, причем в первом приближении из трех обобщенных координат по критерию энергоёмкости подвески наибольшей интерес представляет линейная координата вертикального перемещения центра масс объекта, поскольку продольное движение в курсовой плоскости принимается с постоянной скоростью, а продольно-угловое дополнительно требует учета распределения масс объекта и, как было отмечено, для конкретной машины распределение масс может иметь существенные различия, как и свойства подвески в этом движении. Выделив только линейную координату перемещения центра масс объекта по вертикали, можно сложную упругую подвеску реальной машины заменить единым упругим безмассовым элементом, передающим кинематическое возбуждение на подрессоренную массу платформы.
Если обозначить подрессоренную массу «т», жесткость подвески «с», y — координату отклонения регулярного профиля от базовой горизонтали, ys — координату центра масс объекта, то, принимая Уо = Уо cos mt, где y0 — амплитудное отклонение профиля от базовой горизонтали; т — круговая частота кинематического возбуждения; t — время, запишем дифференциальное уравнение движения центра масс платформы
Из формулы фактически следует, что динамический ход подвески у — у) определяется отношением максимальной силы инерции объекта от кинематического возбуждения к жесткости подвески. Динамический ход, жесткость подвески и подрессоренная масса известны, тем самым из (1) определимо предельное значение вертикальной составляющей линейного ускорения центра масс.
Уравнение (1) без демпферного движения преобразуется к виду:
ys+k2ys =-k1 со s=t,
где k = . I— , и уравнение (2) имеет решение: I т
ys = acos os, h
(2)
(3)
где (в у0 т 0 .
Скорость У(в> вертикальнвгя перемещения центра масс платформ может быть получена дифференцированием (3), т.е.
V(e> = dyL = -a= sino t. s dt
(4)
(5)
1. Предельное значение Vsla) можно определить из уравнения энергетического баланса кинетической энергии в исследуемом движении и предельным уровнем потенциальной энергии, воспринимаемой подвеской, т.е.:
тШ. = ^ , откуда (Z
2 2 V т
где S — динамический ход подвески.
Приняв, например, m = 38000 кг, с = 2510 Н/мм, S = 450 мм, получим VJ"1 = 3,65 м/с, которую следует считать предельной.
Подставив значенит VJB) в (4) и приняв sin wt = 0, получим
V («:
(6)
-с(у s -y) = тУ* или тУs+СУ = cys.
(1)
Зависимость (6) позволяет связать параметры дорожного полотна: у0, врдмя одного периода колебаний т= 2п/а, длину волны Х= V т со скоростью V (км/ч) движения машины. Используя прежние исходные данные и предельное значение Vs(в), проведем необходимые расчеты и ведем в табл. 1 предельную продольную скорость V (км/ч) движения платформы в зависимости от параметров дорожного полотна у0 (м) и X (м) по критерию энергоёмкости подвески.
В табл. 1 * — отмечены значения, при которых еще может быть реализован полный период колебаний центра масс гусеничной платформы. Как известно, при интенсивном движении машин исследуемого класса по регулярным естественным трассам на дорожном полотне образуется периодический профиль с длиной волны X = (6^12) м. Поскольку длина опорной части гусеничной платформы 1 и 4 м, то пороговыми значениями можно считать X > 4 м, это и обозначено (*).
Из массива предельных значений параметров профилей и скорости движения следует, что с увеличением у , предельная скорость движения гусеничной платформы уменьшается. Так, при у0 = 0,5 м и X и 7 м значение предельной скорости движения гусеничной платформы по пробою подвески
о
го
k2 -н2
ю =
а
Таблица 1
Предельные значения скорости движения машины V (км/час) в зависимости от параметров у0 (м) и Х(м)
Уо — 0,5 м V 70 60 50 40 30 20* 10
X 16,8 13,9 11,5 9,32 6,99 4,66 1,7
у0 — 0,4 м V 70 60 50 40 30* 20
X 12,9 11,1 9,24 7,4 5,58 3,7
Уо — 0,3 м V 70 60 50 40* 30
X 9,8 8,4 7,03 5,66 4,2
уо — 0,2 м V 70 60 50*
X 6,59 5,66 4,6
у — 0,1 м V 70 60
X 3,33 2,82
составляет всего 30 км/час, даже при относительно малых значениях у0 = 0,3 м скорость движения машин имеет пороговое значение V = 40 км/час.
Аналогичный результат можно получить иным путем, выразив круговую частоту т (1/с) через линейную частоту / периодичности профиля /=т/2я, откуда длина X волны профиля дорожного полотна и скорость движения гусеничной платформы связаны зависимостью вида V = X /.
2. Представляет интерес прикладная задача об определении связи скорости движения гусеничной платформы и параметров регулярного профиля дорожного полотна, с одной стороны, и с частотой собственных вертикальных колебаний подрессоренной части гусеничной платформы — с другой.
Это особенно важно для выбора режима движения по критерию непопадания в резонансную зону, ибо близкие по значению собственные и вынужденные частоты способны вызвать движение гусеничной платформы со значительными амплитудами, приводящими к ее отрыву от дорожного полотна с последующим падением, сопровождающимся пробоем подвески.
Поскольку собственная круговая частота линейных колебаний гусеничной! платформы по вертикали будет такой:
* -С,
f- — -1,3 Гц, 2ж
при V = 40 км/час ^ X = 8,47 м; при У=30 км/час ^ ^ X = 6,66 м.
Именно этим обстоятельством (наложением собственных колебаний) объясняется эффект возникновения периодического профиля на естественных трассах при интенсивном движении по ним машин исследуемого класса.
При длине волны Х< 1 проход центра масс в режиме полного колебания нереализуем, поэтому при X < 1 подвеска будет не способна цельно копировать профиль дорожного полотна и периодическое движение центра масс заменится иным режимом, с угловыми колебаниями корпуса, и в настоящей работе не рассматривается.
3. Представляет особый интерес еще одна задача определения связи параметров регулярного профиля дорожного полотна и скорости движения гусеничной платформы, при сочетаниях которых возникают предельно допустимые уровни вертикальных ускорений. Для экипажа этот уровень ограничен величиной 3g [2, 3].
Поскольку
d2 y 2
2 / = —am cos® t, dt2
(9)
(7)
то линеиное ускорение по вертикали линеино зависит от амплитуды «а» и во второИ степени от частоты от кинематического возбуждения. Положив в (9) cos а t = 1, пол=чим
то с учетом принятой для расчета массовой характеристики и жесткости подвески, значение т составит т = 8,1 с-' или
30 м/с2 = — а а2.
(10)
(8)
т.е. период одного полно го собственного вертикального долебания гусеничной платформы будет равен п. 1//х 0,77 с.
Определим длину волны регулярного профиля дорожного полотна, способного вызвать кинематическое возбуждение с этой частотой в зависимости от скорости движения гусеничной платформы.
Так, при скорости V = 60 км/час за 1 сек машина проходит путь, равный 16,4 м, а за 0,77 с этот путь составляет 12,62 м, что и будет длиной волны, способной вызвать резонансное состояние системы. При скорости V=50 км/час ^ X = 10,78 м;
Проведем необходимые расчеты, разместив в табл. 2 предельные значения скорости движения гусеничной платформы V (км/час) в зависимости от параметров у0 (м) и X (м).
Анализ массива свидетельствует о совпадающих ограничениях скорости движения гусеничной платформы по предельному значению вертикальности ускорений и по предельному значению вертикальной скорости перемещения ее центра масс, полученному выше.
4. Используя критерий энергоёмкости подвески и максимальное значение вертикальной скорости Vs(в) центра масс, определим предельную высоту уступа (трамплина) искусственного или естественного происхождения, с которого платформа,
Предельные значения скорости движения машины V (км/час) в зависимости от параметров у0 (м) и X (м)
Таблица 2
у„ = 0,5 м V 70 60 50 40 30* 20 10
X 15,71 13,4 11,1 7,29 6,74 4,49 1,7
у0 = 0,4 м V 70 60 50 40 30* 20 10
X 13,9 11,9 9,9 7,9 5,99 3,9 1,51
у = 0,3 м V 70 60 50 40* 30 20 10
X 12,8 10,2 8,55 6,88 5,16 3,44 1,3
у = 0,2 м V 70 60 50 40* 30 20 10
X 9,89 8,48 7,0 5,66 4,24 2,83 1,07
у0 = 0,1 м V 70 60 50* 40 30 20 10
X 6,98 5,97 4,96 3,99 2,99 1,99 0,75
проходя фазу свободного полета, падает на горизонтальную поверхность по условию пробоя подвески:
VJ" =Vo +gt,
(11)
где g — ускорение свободного падения g = 9,8 м/с2. При V0 = 0, получим:
V(s'
t =
g
Последнее с учетом V ы = 3.65 м/с определит значение I = 0,373 с.
Предельная высота Н уртупа, падение с которого вызовет пробой подвески, будет такой
H =
§L 2
После подстановки значений получим Н = 0,67 м. Реально, с учетом трения в шарнирах балансиров, потерь в гидроамортизаторах, в контактах опорных катков с гусеницей, а гусеницы с грунтом, демпфирующих свойств самой гусеницы предельная высота Н будет несколько выше.
Представленный комплекс из решений прикладных задач по определению предельных режимов движения многоцелевых гусеничных машин вполне распространим на гусеничные платформы любых типоразмеров, массовых характеристик и параме-
тров подвески. Решения таких задач необходимы как создателям подобной техники, так и службам и ведомствам, у которых такая техника находится в эксплуатации. Результаты математического моделирования рекомендуются для разработки наставлений по практическому вождению машин, создаваемых на базе мобильных быстроходных гусеничных платформ.
Библиографический список
1. Исаков, П. П. Теория и конструкция танка. В 10 т. Т. 6. Параметры внешней среды, используемые в расчетах танков / П. П. Исаков. — М. : Машиностроение, 1985. — 196 с.
2. Дмитриев, А. А. Теория и расчет нелинейных систем подрессоривания гусеничных машин : учеб. / А. А. Дмитриев, В. А. Чобиток, А. В. Тельминов // М. : Машиностроение, 1976. - 207 с.
3. Кобринский, А. Е. Виброударные системы / А. Е. Ко-бринский, А. А. Кобринский. — М. : Наука, 1973. — 592 с.
СКРИПНИЧЕНКО Дмитрий Александрович, преподаватель кафедры электрооборудования и автоматики.
Адрес для переписки: tankist0085@rambler.ru
Статья поступила в редакцию 23.12.2015 г. © Д. А. Скрипниченко
Книжная полка
621.56/М17 А
Максименко, В. А. Установки и системы холодильной техники [Электронный ресурс] : конспект лек- |
ций / В. А. Максименко. - Омск : Изд-во ОмГТУ, 2015. - 1 о=эл. опт. диск (CD-ROM). о
о
о
Отражены основные определения и терминология холодильной техники, базовые понятия, касающие- | ся различных типов холодильных установок и вспомогательного оборудования. Конспект лекций предна- s значен для помощи студентам очной, заочной и дистанционной формы обучения в усвоении теоретическо- | го материала по дисциплине «Установки и системы холодильной техники». Данный конспект охватывает Н основные вопросы, предусмотренные рабочей программой дисциплины. Д
